石油与天然气化工  2017, Vol. 46 Issue (3): 46-50
等压开式制冷天然气凝液回收工艺优化研究
邱鹏 , 王登海 , 刘子兵 , 郑欣     
西安长庆科技工程有限责任公司
收稿日期：2016-09-28
作者简介：邱鹏(1985-)，工程师，现就职于西安长庆科技工程有限责任公司，主要从事天然气加工工程的设计和研究工作。E-mail: qpeng1_cq@petrochina.com.cn.
摘要：等压开式制冷工艺是一种较新的天然气凝液回收工艺技术，与目前广泛采用的直接换热工艺相比，该工艺所需设备数量少，投资和运行费用低。以长庆油田典型伴生气为例，对该工艺进行了模拟研究，分析并优化了影响该工艺C3+回收率以及能耗的主要工艺参数。计算结果表明：①C3+回收率随原料气预冷温度的降低而增加，当原料气预冷温度低于-30 ℃后，C3+回收率随温度变化的增幅变缓；②混合冷剂节流压力对C3+回收率以及脱乙烷塔塔底重沸器热负荷的影响不显著，但节流压力降低会增加混合冷剂压缩机的能耗；③混合冷剂冷却温度越低，C3+回收率越高。最优操作条件为：原料气预冷温度-30 ℃，混合冷剂节流压力500 kPa，混合冷剂冷却温度-30 ℃。此时，C3+回收率可达96.1%。
关键词：天然气凝液回收    开式制冷    混合冷剂    
Optimization of isobaric open refrigeration process for natural gas liquid recovery
Qiu Peng , Wang Denghai , Liu Zibing , Zheng Xin     
Xi′an Changqing Technology Engineering Co., Ltd., Xi′an, Shaanxi, China
Abstract: Isobaric open refrigeration process is a new NGL-recovery technology. Compared with the traditional direct heat exchange process, this new process requires less equipment, and has lower capital and operating costs. In this study, associated gas from Changqing Oilfield is taken as an example. The process is simulated, and the process parameters affecting C3+ recovery and energy consumption are investigated and optimized. The results indicate that: ①C3+ recovery increases as the feed gas temperature decreases, however when the feed gas temperature is below -30 ℃, C3+ recovery increases slowly; ②refrigerant throttle pressure has little influence on C3+ recovery and de-ethanizer reboiler duty, but a lower refrigerant throttle pressure means a larger mixed refrigerant compressor duty required; ③C3+ recovery increases with the decrease of refrigerant cooling temperature. The optimum operating conditions are as follows: feed gas temperature is -30 ℃, refrigerant throttle pressure is 500 kPa, refrigerant cooling temperature is -30 ℃. Under these conditions, the C3+ recovery can reach 96.1%.
Key Words: natural gas liquid recovery    open refrigeration    mixed refrigerant    

天然气(含油田伴生气)中除含有甲烷以外，通常还含有一定量的丙烷及以上重烃(简称C3+)[1]。天然气凝液回收装置的主要功能是回收这部分C3+组分，从而获得高附加值的液烃产品。目前，常用的天然气凝液回收工艺包括冷油吸收法[2-3]、冷凝分离法[4-6]和直接换热法(Direct Heat Exchange，简称DHX)[7]。其中，DHX工艺于20世纪80年代提出，该工艺是在冷凝分离法的基础之上，通过设置DHX塔增加了对C3+组分的吸收分离过程，从而大幅度提高C3+组分的回收率(可达到90%以上)，在国内外得到广泛应用和关注[8-19]。

等压开式制冷(IsoPressure Open Refrigeration，简称IPOR)工艺是CB & I公司于2012年提出的一种天然气凝液回收工艺[20-21]。该工艺的特点是混合冷剂来自原料气，其组成以乙烷为主，并含有少量原料气中的其他组分。这种制冷循环不但能达到较低的制冷温度，而且还为脱乙烷塔提供了回流液，从而将C3+组分的吸收分离过程整合到脱乙烷塔内。与目前广泛采用的DHX工艺相比，IPOR工艺可以获得类似的C3+回收率，但所需设备数量更少(省去了DHX塔和低温凝液泵，详见图 1和图 2所示)，投资和运行费用更低。

图 1     等压开式制冷工艺流程示意图 Figure 1     Schematic flow diagram of IPOR

图 2     DHX工艺流程示葸图 Figure 2     Schematic diagram of DHX flow

本文以长庆油田典型伴生气为例对IPOR工艺进行了模拟研究，计算并优化了影响C3+回收率和系统能耗的主要工艺参数，以期对该工艺的实际应用进行指导。

1 原料气及产品参数

长庆油田伴生气典型组成(干基)如表 1所示[2]。原料气经增压后的绝对压力(下同)为2 000 kPa，温度为40 ℃，流量为1 000 kmol/h。产品为C3+混合烃，产品中乙烷摩尔分数控制在2%以下，产品典型组成如表 2所示。在工艺参数优化过程中，产品中乙烷含量均按照该指标控制，产品中其他组分的含量变化不大。

表 1    原料气组成(干基) Table 1    Composition of raw gas (dry base)

表 2    产品典型组成 Table 2    Typical composition of product

2 工艺流程

等压开式制冷天然气凝液回收工艺流程见图 1。原料气经脱水预处理后，依次通过冷箱1和丙烷蒸发器1，与干气和丙烷换热预冷，预冷后的原料气进入脱乙烷塔中部，在塔底重沸器的加热下，脱乙烷塔内液烃中所含的绝大部分乙烷被脱除，塔底凝液去后续脱丁烷塔进一步处理。脱乙烷塔塔顶气进入冷箱2冷却后发生部分冷凝，以气液两相状态进入低温分离器。其中，液相作为混合冷剂，经节流降温后为冷箱2和冷箱3提供冷量，混合冷剂升温汽化后进入混合冷剂压缩机增压，然后依次通过空冷器、冷箱3和丙烷蒸发器2换热降温后进入分液罐分为气液两相，气相进入低温分离器，液相返回脱乙烷塔塔顶作为回流液。

本文采用Unisim R410软件对工艺流程进行模拟计算，物性方程选用Peng-Robinson方程。脱乙烷塔的塔顶压力设定为1 800 kPa、塔底压力为1 850 kPa，理论塔板数为10块；脱乙烷塔塔顶气出冷箱2温度设定为-60 ℃，混合冷剂进混合冷剂压缩机的入口温度设定为35 ℃，混合冷剂压缩机效率设为75%，混合冷剂增压压力为2 000 kPa，增压后的混合冷剂经空冷器冷却至55 ℃后进入冷箱3，干气外输温度设定为35 ℃，流程中两具丙烷蒸发器的制冷温度分别设定，其数值不一定相同。

3 结果与讨论
3.1 原料气预冷温度的影响

原料气预冷温度对重沸器热负荷、丙烷制冷功率以及混合冷剂压缩机功率的影响见表 3。模拟计算过程中，混合冷剂节流压力设定为500 kPa，混合冷剂经丙烷蒸发器2冷却后温度设定为-30 ℃。由表 3可知，随着原料气预冷温度降低，丙烷蒸发器1制冷功率逐渐增大；同时，原料气温度降低导致乙烷脱除过程更为困难，脱乙烷塔塔底重沸器热负荷增大。另一方面，丙烷蒸发器2制冷功率以及混合冷剂压缩机功率随原料气预冷温度降低而减小，这是由系统中的混合冷剂流量降低而导致的。计算结果表明，原料气预冷温度由-5 ℃降至-35 ℃后，混合冷剂的流量由459 kmol/h降低为270 kmol/h，混合冷剂的增压和冷却负荷相应地降低。

表 3    原料气预冷温度对能耗的影响 Table 3    Effect of raw gas precooled temperature on energy consumption

原料气预冷温度对C3+回收率的影响见图 3。由图 3可知，C3+回收率随着原料气预冷温度降低而增大，但是当预冷温度低于-30 ℃后，C3+回收率的增幅变缓，而重沸器热负荷以及总制冷功率却显著增大(见表 3)，因此，本研究中原料气最佳预冷温度取-30 ℃。

图 3     原料气预冷温度对C3+回收率的影响 Figure 3     Effect of raw gas precooled temperature on C3+ yield

3.2 混合冷剂节流压力的影响

低温分离器分出的液烃作为混合冷剂，经过节流减压降温后为系统提供冷量，混合冷剂主要由乙烷、甲烷和丙烷构成，其典型组成见表 4。混合冷剂节流压力对制冷温度、丙烷制冷功率以及混合冷剂压缩机功率的影响见表 5。模拟计算过程中，原料气预冷温度设定为-30 ℃，混合冷剂经丙烷蒸发器2冷却后温度为-30 ℃。

表 4    混合冷剂典型组成 Table 4    Typical composition of mixed refrigerant

表 5    混合冷剂节流压力对能耗的影响 Table 5    Effect of mixed refrigerant throttle pressure on energy consumption

由表 5可知，随着混合冷剂节流压力降低，混合冷剂温度显著下降，干气通过冷箱2换热后可以剩余更多的冷量预冷原料气，从而降低丙烷蒸发器1的制冷功率。另一方面，随着混合冷剂节流压力降低，混合冷剂压缩机功率显著增加，这是由于混合冷剂压力降低后，其增压比增大造成的。此外，计算结果还表明，在所考察的混合冷剂节流压力范围内，C3+回收率和脱乙烷塔塔底重沸器热负荷基本不变，其值分别维持在96.1%和1 446 kW。总之，混合冷剂节流压力越高，系统能耗越低，但是当节流压力超过500 kPa后，系统冷量不足，因此，最佳节流压力为500 kPa。

3.3 混合冷剂冷却温度的影响

混合冷剂经混合冷剂压缩机增压后通过空冷器、冷箱3和丙烷蒸发器2换热降温，混合冷剂发生部分冷凝进入分液罐分为气液两相，其中液相进入脱乙烷塔顶部，气相进入低温分离器。混合冷剂冷却温度对C3+回收率的影响见图 4。模拟计算过程中，原料气预冷温度设定为-30 ℃，混合冷剂节流压力设定为500 kPa。

图 4     混合冷剂冷却温度对C3+回收率的影响 Figure 4     Effect of mixed refrigerant cooling temperature on C3+ yield

由图 4可知，C3+回收率随混合冷剂冷却温度降低而增大，当冷却温度为-30 ℃时，C3+回收率达到96.1%，继续降低冷却温度，C3+回收率的增幅不大。另一方面，混合冷剂冷却温度降低会增加重沸器热负荷和总制冷功率(见表 6)。故混合冷剂最佳冷却温度为-30 ℃。

表 6    混合冷剂冷却温度对能耗的影响 Table 6    Effect of mixed refrigerant cooling temperature on energy consumption

4 结论

本文针对长庆油田典型伴生气，对采用IPOR工艺回收其所含C3+烃类的工艺流程进行了模拟计算，分析并优化了影响C3+回收率和系统能耗的主要工艺参数，得出以下结论：

(1) C3+回收率随原料气预冷温度的降低而增加，当原料气预冷温度低于-30 ℃后，C3+回收率的增幅变缓。

(2) 混合冷剂节流压力对C3+回收率以及脱乙烷塔塔底重沸器负荷的影响不大，但节流压力降低会增加混合冷剂压缩机的能耗。

(3) 混合冷剂冷却温度越低，C3+回收率越高，同时脱乙烷塔塔底重沸器热负荷以及总制冷功率也随之增加。

(4) 最优操作条件为：原料气预冷温度-30 ℃，混合冷剂节流压力500 kPa，混合冷剂冷却温度-30 ℃，此时C3+回收率为96.1%。

参考文献
[1]
王遇冬, 郑欣. 天然气处理原理与工艺[M]. 北京: 中国石化出版社, 2016, 180-181.
[2]
李士富, 王继强, 常志波, 等. 冷油吸收与DHX工艺的比较[J]. 天然气与石油, 2010, 28(3): 35-39.
[3]
李士富, 张小龙, 蔺亚梅. 冷油吸收工艺的改进[J]. 油气田地面工程, 2008, 27(10): 52-53. DOI:10.3969/j.issn.1006-6896.2008.10.030
[4]
刘棋, 田静, 刘巍. 让纳若尔油田第三油气处理厂轻烃回收工艺方法选择[J]. 天然气与石油, 2008, 26(2): 53-56.
[5]
汪宏伟, 蒲远洋, 钟志良, 等. 膨胀制冷轻烃回收工艺参数优化分析[J]. 天然气与石油, 2010, 28(1): 24-28.
[6]
杜通林, 肖春雨, 程林. 天然气脱烃装置烃露点不合格原因分析及整改[J]. 天然气与石油, 2015, 33(6): 25-29.
[7]
付秀勇, 胡志兵, 王智. 雅克拉凝析气田地面集输与处理工艺技术[J]. 天然气工业, 2007, 27(12): 136-138. DOI:10.3321/j.issn:1000-0976.2007.12.044
[8]
胡文杰, 朱琳. "膨胀机+重接触塔"天然气凝液回收工艺的优化[J]. 天然气工业, 2012, 32(4): 1-5.
[9]
周刚, 郭林林, 李哲, 等. 基于HYSYS的轻烃回收工艺方案优化[J]. 石油与天然气化工, 2016, 45(4): 5-9.
[10]
朱聪, 蒋洪, 雷利. 膨胀机制冷天然气凝液回收流程模拟[J]. 石油与天然气化工, 2005, 34(5): 361-362.
[11]
李国诚, 陈焕龙, 诸林. 吐哈油田轻烃回收的现状与发展[J]. 天然气工业, 1998, 18(6): 79-82.
[12]
朱琳. 宜宾大塔轻烃回收项目工艺设计及参数优化[J]. 石油与天然气化工, 2014, 43(3): 271-274.
[13]
韩淑怡, 王科, 祁亚玲, 等. 天然气轻烃回收DHX工艺优化研究[J]. 天然气化工(C1化学与化工), 2014, 39(6): 58-62.
[14]
刘祎飞, 诸林, 王科, 等. 轻烃回收直接换热工艺优化研究[J]. 天然气与石油, 2015, 33(2): 37-40.
[15]
王治红, 李智, 叶帆, 等. 塔河一号联合站天然气处理装置参数优化研究[J]. 石油与天然气化工, 2013, 42(6): 561-566.
[16]
李士富, 李亚萍, 王继强, 等. 轻烃回收中DHX工艺研究[J]. 天然气与石油, 2010, 28(2): 18-26.
[17]
诸林, 杨洋. 基于响应面法的轻烃回收工艺参数分析[J]. 现代化工, 2015, 35(5): 163-166.
[18]
胡文杰, 江志华. 渤西油气处理厂天然气凝液回收制冷方案比选研究[J]. 低温与超导, 2012, 40(9): 67-71.
[19]
王遇冬, 王璐. 我国天然气凝液回收工艺的近况与探讨[J]. 石油与天然气化工, 2005, 34(1): 11-13.
[20]
HUEBEL R R, MALSAM M G. New NGL-recovery process provides viable alternative[J]. Oil & Gas Journal, 2012, 110(2): 88-95.
[21]
GP SA. Engineering data book[M]. Tulsa: Gas Processors Suppliers Association, 2012.
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